基于組合傳聲器陣列方法的風扇寬頻噪聲

許坤波,喬渭陽,，常心悅，銀濤，霍施宇

1.西北工業大學 動力與能源學院，西安 710072 2.中航工業飛機強度研究所，西安 710065

基于組合傳聲器陣列方法的風扇寬頻噪聲

許坤波1,喬渭陽1,*，常心悅1，銀濤1，霍施宇2

1.西北工業大學 動力與能源學院，西安 710072 2.中航工業飛機強度研究所，西安 710065

針對葉輪機械管道內寬頻噪聲模態分解以及聲功率測量，基于組合傳聲器陣列方法對風扇管道寬頻噪聲進行了研究。與當前的成熟測量方法相比，該方法最大的優勢是所需聲壓測點的個數大大減少，僅需要安裝由單獨一圈傳聲器和一排軸向傳聲器組成的麥克風陣列，這種優勢在中高頻管道寬頻噪聲測量上尤為突出。針對該方法的有效性和準確性進行了數值研究，并首次試驗驗證了該方法的精確性。在數值模擬中，人工模擬的聲場是由幾圈不相干的單極子聲源激發產生的，模擬結果表明寬頻噪聲模態相干特性嚴重依賴于單極子聲源的個數以及其緊湊性。當頻率段內的管道模態近似完全不相干時，該方法可以準確地計算出入射聲波的寬頻噪聲聲功率，最大誤差小于3 dB。在風扇管道寬頻噪聲聲功率計算方面，該方法與現有的成熟方法符合得很好，在入射聲波的估計上，最大誤差小于1 dB，而在反射聲波的測量上最大誤差小于3 dB。

模態；陣列；寬頻噪聲；風扇；葉輪機械

葉輪機械管道寬頻噪聲在民用航空降噪研究中變得越來越重要，尤其是當多種降噪措施(在發動機進口和外涵處裝備先進的被動吸聲裝置、先進的風扇葉型設計、風扇轉靜子單音截止設計)變成一種設計標準時，這種重要性更加凸顯出來。為了對管道寬頻噪聲進行評估和測量，首先需要對氣流管道內多個模態的傳播特性以及其相干函數進行細致的研究[1-5]。Michalke[6-7]研究了氣流管道內兩點聲壓信號之間的相關性，并提出一種初步估計管道內聲場相關性的方法。不管是這項工作還是Chung[8]的互譜密度研究，他們的目的是用相關方法來抑制湍流壓力脈動帶來的影響，從而準確測量出管道內某點處的聲壓信號。這是因為傳聲器在對真實的聲壓信號采集時，也會接收到流場中的湍流脈動壓力信號，而后者不能被當作真實的“聲壓”信息。管道模態相關性研究表明：對于平面波傳播和葉輪機械單音噪聲，其內部模態之間的相位關系是穩定的，也就是說聲場是完全相關的。而對于由湍流隨機脈動產生的寬頻噪聲來說，相干性研究就要復雜很多。目前一系列的研究都是在假設管道寬頻噪聲內部模態波是完全不相干的這一基礎上進行的。

在葉輪機管道聲學測量中，備受關注的是聲功率頻譜特征及量級測定[4]。Abom[9]利用2個傳聲器測量出的傳遞函數成功地分辨出模態中的入射和反射分量。關于管道寬頻噪聲模態分解，Enghardt等[10]認為葉輪機管道內部的湍流隨機寬頻噪聲仍然以統計平均的模態波形式傳播并提出了一種試驗方法用以對寬頻噪聲進行模態分解，該方法可以用于測量小尺寸試驗臺內較低頻率處的寬頻噪聲。分解出的模態振幅頻譜可以用來檢驗聲襯或其他降噪裝置的降噪效果。Jürgens等[11-12]針對該方法進行了改進并指出測量得到的模態相關函數可以用來探究聲源的內在分布。針對這些方法，德國宇航中心(DLR)進行了一系列方法應用和試驗驗證研究[10-12]。需要強調的是這些方法都需要安裝數圈傳感器對管道內聲壓信號進行測量，所需測點的個數與管道內截通的模態波總個數成正比。葉輪機械內部激發出的寬頻噪聲使得所有模態都攜帶能量[13]。當研究的頻率范圍上限增加時，由于高階徑向模態波的截通，導致了管道內截通的模態波個數大量增加。針對這種中高頻管道寬頻噪聲測量有2種現實可行的方法：① 安裝大量的固定傳感器對聲場進行測量，例如Ganz等[14]的研究；② 將少量傳感器安裝在可周向旋轉的測量段上，通過周向旋轉得到更多空間位置處的聲壓信號[15]。正如上文所說，為了準確測量中高頻率處的管道寬頻噪聲，現有的成熟方法[10-12]需要在試驗臺上安裝大量的傳聲器，在真實的葉輪機械試驗測量中這將變得很昂貴，而且由于測量裝置所需尺寸太大使得方法應用可行性顯著降低。至今為止沒有特別合適的方法可應用于測量較高頻率處管道寬頻噪聲模態聲功率[13]。

Tapken等[16]在2014年提出了一種寬頻噪聲徑向模態分解方法，與現有的成熟測量方法相比，該方法所需的測點大量減少。但是該方法用到的一系列假設以及其實用性和準確性至今未經過試驗驗證。本文針對該方法進行了數值驗證，并應用該方法對風扇進口噪聲進行了細致的試驗研究。試驗測量分為固定陣列和旋轉陣列2部分，固定陣列采用4圈環形陣列，每圈由8個等角度安裝的麥克風組成；旋轉陣列將2排由14個傳聲器組成的陣列安裝在可周向旋轉的機匣上從而實現管道噪聲多點測量，并利用步進電機和光電裝置進行定位和鎖相。結果表明該方法可以準確地測量出風扇管道進口輻射噪聲，在管道模態以及聲功率測量方面，該方法與成熟的測量方法符合得很好。試驗證明該方法有很高的工程應用價值。

1 管道聲學理論和方法介紹

本節將通過管道模態傳播理論和測量方法設計兩方面來對這種管道寬頻噪聲測試方法——組合傳聲器陣列方法(Combined Sensor Array method, CSA)進行理論概述。對為了驗證方法的可靠性，兩種當前的方法將作為參考，分別是參考信號相關模態分解方法(Reference sensor Correlation Mode Decomposition Method, RC-MDM)和互相關模態分解方法(Cross-Correlation Mode Decomposition Method, CC-MDM)，前者可以參考文獻[17]，在這里就不加介紹了。

1.1 管道模態傳播理論

氣流管道內的聲場可以描述成由無限多個模態波疊加而成。在不可壓、等熵流、均勻流等假設下，圓柱坐標系(x,r,φ)下的對流波動方程可寫成模態波的線性疊加形式，其表達式為

(1)

fmn(r)=Jm(σmnr/R)/Nmn

(2)

通過寬頻噪聲模態分解方法得出的各階模態幅值可以基于美國國家航空航天局(NASA)[18]的方法計算出各模態所攜帶的聲功率(Power Watt Level,PWL)，其表達式為

(3)

1.2 互相關模態分解方法

DLR的Enghardt等[19]提出了一種管道寬頻噪聲測量方法，通過對測點的聲壓信號進行互相關處理，分解出管道內順流和逆流傳播的模態波。該方法可以用于測量小尺寸試驗臺管道內部較低頻率段的聲功率結果。依照式(1)，模態幅值構成的向量為

a=[a1a2…aK]T

(4)

式中：K值通過計算模態截通函數來確定。測量得到的復數聲壓信號p(多個測點位置處的聲壓組合成的向量形式)可以寫成系數矩陣G和模態幅值向量的乘積并加上誤差e形式：

p=Ga+e

(5)

(6)

式中：G+=(GHG)-1GH為系數矩陣G的偽逆。

模態幅值互譜的期望可以寫為

(7)

式中：T為時均次數；上標*表示共軛。將式(6)代入到式(7)可得

(8)

定義2個測點聲壓信號的互譜為

(9)

最終，模態幅值的互譜可以寫成聲壓互譜的函數形式：

Saa=G+Spp(G+)H

(10)

模態(m,n)和(μ,ν)之間的相干系數定義為

(11)

需要注意的是在本節Amn(或Aμ ν)表示為模態幅值的統計平均值，而相同符號在式(1)表示的卻是一個確定性的值。

互相關模態分解方法需要在管道內布置數圈傳聲器來對管道內聲場進行測量，如圖1所示。基于Tapken和Enghardt[20]的研究結果可知：該方法所需要布置的環形傳聲器圈數Nx至少是管道內截通的最大徑向模態波數的4倍，也就是說為了準確計算出管道內入射和反射的聲波能量，CC-MDM需要布置Nx≥4(Nmax+1)圈傳聲器(Nmax為最大截通徑向模態階數)，而且每圈陣列需要滿足Nyquist采樣定理，即Nφ≥2Mmax(Nφ為單圈環形陣列測點數，Mmax為最大截通周向模態階數)。隨著頻率增大，管道內截通的模態波個數近似呈指數增長，其中最大周向和徑向模態階數也隨之增大，這就使得該方法在中高頻管道噪聲測量上需要布置大量的傳聲器，并且需要更大尺寸的測量段用于安裝傳聲器。例如6 kHz時，最大周向模態階數Mmax=25，最大徑向模態階數Nmax=8，這時需要測點數最小為1 800個。總之，CC-MDM在實際工程應用中會受限于傳聲器個數以及試驗測量段尺寸，使得該方法在較高頻率管道寬頻噪聲測量方面可行性大大降低。

圖1 CC-MDM所需要的傳聲器陣列示意圖
Fig.1Schematic of sensor array required for CC-MDM

1.3 組合傳聲器陣列方法

組合傳聲器方法在管道寬頻噪聲測量方面僅需要一圈環形傳聲器和一排軸向傳聲器(如圖2所示)。與CC-MDM相比，該方法所需的測點個數大大減少，而且在試驗安裝中所需的空間尺寸也大大減小。例如6 kHz時，組合傳聲器陣列僅需要85個傳感器，與CC-MDM所需的1 800個測點相比，其硬件要求以及安裝空間尺寸需求大大降低，使得該方法實用性相比CC-MDM更高。

圖2 CSA方法所需要的傳聲器陣列示意圖
Fig.2Schematic of sensor array required for CSA method

組合傳聲器陣列如圖2所示，陣列包含一圈環形陣列和一排軸向陣列。Nφ個測點被周向等角度地安裝在機匣壁面處，它們的軸向位置相同，圖中設置為x=0，而另一排測點則沿著流向等間距布置，其周向角度相同。將兩者測量的聲壓信號進行互相關處理，即用環形陣列(x=0)測量的聲壓與軸向陣列(φ=0)測量的聲壓進行互相關，可以寫為

〈p(x=0,R,φl)p*(xj,R,φ=0)〉=

(12)

式中：φl(l=1,2,…,Nφ)為第l個角度，滿足等角度分布；xj(j=1,2，…,Nx)為第j個軸向位置，如圖2所示;(m,n)、(μ,ν)為任意模態的階數。得益于單音噪聲周向模態分解中在圓周方向進行空間離散傅里葉變換(DFT)的啟示，式(12)可以寫為

(13)

(14)

通過式(14)可以構建方程組來求得管道內模態幅值信息。

2 寬頻噪聲模態分解方法應用

本節的主要目的是為了對第1節中介紹的方法的應用情況加以說明，可以分成2個部分：在第1部分中，這些方法將被應用于人造管道寬頻噪聲聲場，該聲場通過數值模擬的數圈點狀單極子聲源激發得來；而在第2部分中，第1節中所介紹的方法將被應用于單級軸流風扇試驗臺，為了更準確地對該方法進行研究，試驗中分別采用了固定陣列和旋轉陣列2種方案。

2.1 人造寬頻噪聲聲場

本文首先對這種管道寬頻噪聲模態分解方法——CSA進行了數值驗證。在數值研究中，管道半徑設置為0.25 m，管道內氣流設置為均勻流，模擬中Max=0.10。管道內測點處的復數聲壓p0(xj,rj,φj)由Sx圈環狀等角度布置的單極子聲源激發生成，每圈含有Sφ個單極子聲源，位置為(xi,ri,φi)，整體示意圖如圖3所示。

為了更準確地模擬管道寬頻噪聲的隨機特性，模擬中各個單極子之間是互不相干的，每個單極子的體積速度為q0(xi,ri,φi)。測點處的聲壓與聲源之間的關系定義可以參考文獻[21]，其表達式為

p(xi,ri,φi|xj,rj,φj)=

(15)

圖3 人造聲場示意圖
Fig.3 Schematic of artificial sound fields

(16)

式(16)僅推導了單個聲源激發出的模態幅值結果，在數值模擬中聲源陣列由Sx圈點狀的單極子組成，每圈等角度布置了Sφ個單極子聲源。考慮到以后的試驗裝配，模擬中所有單極子聲源都布置于管道壁面處，即ri=R。當所有單極子聲源不相干且攜帶的能量相同時，模態幅值的互譜可以寫為

(17)

在真實的管道聲學環境中，聲學反射會在傳聲器陣列的上游或者下游發生。聲學反射可以通過鏡像聲源的方法添加到Green函數中去。數值計算中為了設計簡便，反射系數rc假定與頻率和模態階數(m,n)都無關。在本文中設為rc=0.2，在本次研究中忽略了模態傳播中的散射特性，即在本文的模態傳播模型中模態不會散射成其他階的模態波。于是模態傳播Green函數可以寫為

p(xj,rj,φj)=

(18)

在整個數值研究中，為了研究單極子聲源個數以及聲源陣列排布方案對人造聲場內部模態之間相干特性的影響。本文研究了4種聲源方案，如表1所示。4種設計方案的主要區別在于聲源的總個數，在表中以拉丁字母 Ⅰ～Ⅳ 區分。在整個模擬中，所有測點的數據進行了700次傅里葉變換平均，目的是得到聲場的統計特性。

表1 CSA方法數值驗證中的聲源陣列

2.2 單級軸流風扇試驗臺

本文的另外一個目的就是對CSA方法的可行性和準確性進行試驗驗證。在本文中該方法連同另外2種方法將應用于單級軸流風扇試驗臺，為了更加嚴謹和準確地對該方法進行評估，試驗中設計了2種測量裝置：分別為固定傳聲器陣列(見圖4)和可以周向旋轉的傳聲器陣列(見圖5)。需要注意的是CSA方法應用中需要所有測點同時采集聲壓數據，為與旋轉測量的結果作比較，圖5中設計了2種測量裝置。為了保證2種裝置測量的管道聲場是相同的，試驗安裝中保證了2種裝置(圖5中用A、B標識)的軸向安裝位置相同，并且在2次聲學測量中風扇試驗臺的工作狀態是相同的。

在風扇試驗臺進口處裝備了喇叭型收斂段用以規整進口氣流。風扇級由19個轉子葉片和18個靜子導葉組成，試驗設計轉速為3 000 r/min，轉子由單個18.5 kW的電機帶動，管道直徑為0.5 m，試驗中氣流的軸向馬赫數為Max=0.10。風扇轉靜子數目經過特殊設計，目的是為了使轉子通過頻率(Blade Passing Frequency,BPF)處的主導模態在低頻就可以截通。為了降低管道內出口反射給進口處的聲音測量帶來的影響，出口安裝了消聲裝置。試驗測試中的陣列設計方案為

1) 圖4所示的固定陣列方案。陣列由圈傳聲器組成，每圈布置了個傳聲器。陣列安裝的軸向間距為。需要注意的是在應用CSA方法時，僅使用了第一圈環形傳聲器(8個)和一排傳聲器(4個)測量出的聲壓信號。

2) 圖5所示的旋轉陣列方案。 為了滿足方法設計中的要求，分為A、B這2個測量裝置。其中A由固定安裝的一圈環形傳聲器(16個)和一排傳聲器(15個)組成；B裝置中的陣列安裝在旋轉機匣上，該機匣可以沿著周向進行360°旋轉。2排傳聲器間隔180°安裝在旋轉機匣上，每排有14個測點，測點間距Δx=0.10R。試驗中用2種裝置對同一狀態點工作的風扇管道噪聲進行了測量，2個裝置安裝的軸向位置相同。為了保證旋轉測量中的聲場相位穩定，在風扇轉子附近安裝了紅外鎖相裝置(圖5中轉子下方的方塊所示)。試驗中為了降低進口反射聲波對管道聲學測量的干擾并兼顧風扇管道排氣需要，將軸流風扇臺進口段(包含聲陣列測量裝置)放置于中航工業飛機強度研究所的半消聲室內部。

圖4 固定傳聲器陣列示意圖
Fig.4 Schematic of fixed sensor arrays

圖5 風扇進口管道噪聲測試示意圖
Fig.5 Schematic of fan inlet duct noise measurement

試驗測量中使用的傳聲器是BSWA公司MPA401型1/4 in(1 in=2.54 cm)的傳聲器。聲壓信號由32路Müeller BBM MKⅡ型數據采集裝置同時采集，采樣頻率為fs=16 384 Hz，傅里葉變換中聲壓數據經過了60次窗截斷處理，窗大小為214。

3 結果和分析

CSA方法的適用性和準確性驗證研究分為2部分：人造聲場數值驗證和軸流風扇試驗驗證。在整個研究中將把CSA方法與另外2種已被試驗驗證過的成熟方法(RC-MDM和CC-MDM)進行對比。

3.1 數值驗證

在試驗驗證CSA方法計算出的模態聲功率和總聲功率結果的準確性之前，本節首先用數值方法對該方法的穩定性和抗干擾特性進行了研究，研究方案可以參考圖3和表1，目的是為了給接下來的試驗研究提供理論支撐。與Tapken等[16]的研究不同的是，本文將CSA方法與現有的成熟方法RC-MDM、CC-MDM進行了對比研究，更加詳細地研究了該方法的優劣性。

波(0,0)截通，當kR≥1.83時，高階模態(m,n)≠(0,0)開始截通。

圖6 4種方案下的數值驗證結果
Fig.6 Numerical verification results under four conditions

總的來說，CSA方法在寬頻噪聲模態聲功率測量方面，其準確性嚴重依賴于管道內聲場的相干特性，當模態之間的相干特性很低時，該方法可以準確地測量出管道內順流和逆流傳播的模態聲功率結果。

3.2 固定陣列試驗驗證

由3.1節可知CSA方法對管道模態相干特性很敏感，因此本節采用圖4所示的試驗測試方案對風扇進口輻射噪聲進行了測量。采用固定陣列是為了試驗測量出管道模態相干函數的統計特性，并在管道寬頻噪聲模態分解和聲功率頻譜測量方面對CSA方法進行初步試驗驗證。

圖7 3個轉速下模態(1,0)的聲功率(左：逆流傳播；右：順流傳播)
Fig.7Sound power of mode (1,0) at three rotating speeds (left: propagating upstream; right: propagating downstream)

圖8 100%設計轉速下各模態之間的相干系數
Fig.8 Coherence coefficients of mode pairs at 100% design rotating speed

對管道內寬頻噪聲進行測量時，總聲功率頻譜的測定是非常重要的，尤其是在評估吸聲裝置(如聲襯)的吸聲效果和遠場噪聲預測方面。圖9給出了上述3個轉速下風扇管道內聲功率頻譜結果：左側部分是逆流傳播的聲功率；右側部分是順流傳播的聲功率。圖9左側部分表明不同轉速下3種方法在管道內入射聲波的測量方面一致性很好。在很大頻率范圍內3種方法分解出的結果幾乎重合成一條曲線，CSA方法的最大誤差小于1 dB。對于平面波(即f<397 Hz)的測量，CSA方法的準確性比當前成熟的RC-MDM更加優異。

圖9 3個轉速下風扇管道內的聲功率(左：逆流傳播；右：順流傳播)
Fig.9Sound power within fan duct at three rotating speeds (left: propagating upstream; right: propagating downstream)

總的來說，CSA方法在葉輪機械管道寬頻噪聲的測量上表現優異。尤其是在入射聲波測量方面，該方法的適用性和準確性都很高，有很好的工程應用前景。

3.3 旋轉陣列試驗驗證

在3.2節的試驗研究中，對CSA方法的實用性和準確性以及方法設計中的重要假設進行了多個轉速下的風扇試驗驗證。需注意的是，3.2節研究中可準確求解的頻率上限很低，在此范圍內僅能捕獲1BPF處的聲場信息，這對于葉輪機械噪聲研究來說是很受限的，這種研究所得出的結論也是受限的，并不能成為一種普適的結論。為了拓寬模態分解的頻率范圍，本節將研究圖5所示的試驗方案測量出的聲場結果。試驗中使用了2種測量裝置：固定陣列測量裝置(圖5中用A標識)，將用于CSA方法研究；旋轉陣列測量裝置(圖5中用B標識)，將用于RC-MDM方法研究。

圖10給出了管道內模態截通函數的計算結果，截通的最大徑向模態階數Nmax用不同灰度加以區分。隨著頻率增大，管道內可以截通的周向和徑向模態階數也隨之增多，也就是說管道內截通的模態總個數會顯著增多。到2 500 Hz時，最大周向模態數和徑向模態數分別為Mmax=9，Nmax=3，總共有38個模態可以截通。

圖10 模態截通函數的計算結果
Fig.10 Computational results of mode cut-on functions

圖11 聲壓級和聲功率結果對比
Fig.11 Comparison between SPL and PWL results

圖11給出了聲壓級(Sound Pressure Level,SPL)和聲功率對比結果，其中聲壓級給的是所有測點(14×60=840個聲壓數據)的平均結果，在圖中用實線標識，虛線標識的是聲功率結果。圖中可以看出聲壓級和聲功率結果的差值是近似恒定的，本次試驗中為Δ→-7.8 dB。理論上聲壓級和聲強級近似相等，而聲功率和聲強級的差別為10lg(A)=-7.07 dB，這與測量出的差異是很接近的。圖中除了明顯的BPF及其諧波處的單音，還出現了多個細長的峰值，通過研究發現這些峰值出現的頻率及其間隔與轉軸頻率相同(試驗中為49.6 Hz)，這就說明這些單音是由轉軸轉動引起的。聲壓級和聲功率結果都出現了這些峰值，因此可以認定這些單音是管道內本就存在的聲音信號，并不是方法系統設計本身導致的數據偏差，這也同時解釋了圖7和圖9模態分解結果中出現多個峰值單音的緣由。

在成功提取單個模態幅值的基礎上，本文利用上述2種方法進一步研究了較高頻率處風扇進口輻射噪聲的總聲功率頻譜。在試驗設計中為了抑制轉子不穩定性和轉動角度誤差等因素帶來的影響，試驗安裝了光電傳感器和步進電機驅動，從而達到鎖相和固定轉動角度的目的。但是實際的效果有待檢驗。因此圖13在給出2種方法計算出的聲功率頻譜結果的同時，也將圖4所示的固定陣列測量的低頻聲功率結果在圖中用虛線進行對比展示，雖然用4×8的固定陣列僅能準確測量到1 140 Hz，但是在圖13中可以作為另一個參照，從而在拓寬風扇進口輻射寬頻噪聲的研究頻率范圍的同時，對旋轉測量裝置的穩定性和精度進行考核。

從圖13中可以看出，不管是逆流還是順流傳播的聲功率，三者計算出的頻譜形狀符合得非常好，量級差別很小：

1) 當f<1 140 Hz時，以圖4所示的固定陣列方案測量的結果(虛線標識)為標準，不管是固定陣列測量還是圖5中的A、B方案，三者符合得很好，在入射聲波測量方面最大誤差小于2 dB。反射聲波的測量中誤差小于3 dB。

2) 當f>1 140 Hz時，CSA和RC-MDM方法計算出的順流和逆流傳播的聲功率頻譜結果符合得很好，尤其是在逆流傳播的聲功率測量估計上，兩者誤差小于1 dB。

圖12 100%設計轉速下模態(1,0)的聲功率
Fig.12Sound power of mode (1,0) at 100% design rotating speed

圖13 風扇管道內的聲功率
Fig.13 Sound power within fan duct

綜上所述，在與旋轉陣列測量結果的對比中，CSA方法表現優異。在整個研究頻率范圍內，即0～2.5 kHz范圍內，CSA方法和成熟的RC-MDM方法計算出的聲功率結果頻譜形狀相同，量級相差很小，對于入射聲波兩者最大相差2 dB，而對于反射聲波兩者最大相差3 dB。

4 結 論

1) 本文應用組合傳聲器陣列方法對風扇管道進口噪聲進行了研究，數值研究表明該方法可以對模態相干性較低的聲場進行準確測量。

3) 本文針對較高頻(f>2 kHz)管道寬頻噪聲測量，設計并建立了2種測試方案：旋轉測量方案和基于組合傳聲器方法的固定陣列方案，2種方案測量出的入射管道寬頻噪聲量級差別小于2 dB，捕捉的管道寬頻噪聲頻譜特性一致性很好。試驗結果表明2種方案都有很好的工程應用前景，尤其是基于組合傳聲器方法的固定陣列方案，該方案可以通過少量的傳聲器利用較短的時間實現管道內較寬頻率范圍內的模態幅值和聲功率測量。

致 謝

感謝西北工業大學葉輪機械氣動力學和氣動聲學實驗室及中國飛機強度所三十二室、五室工作人員的大力支持。

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Fanbroadbandnoisebasedoncombinedsensorarraymethod

XUKunbo1,QIAOWeiyang1,*,CHANGXinyue1,YINTao1,HUOShiyu2

1.SchoolofPowerandEnergy,NorthwesternPolytechnicalUniversity,Xi’an710072,China2.AVICAircraftStrengthResearchInstitute,Xi’an710065,China

Thispaperusesacombinedsensorarraymethodtodecomposeductedbroadbandnoiseintomodetermsandtomeasuresoundpowerwithinturbomachinery.Thenoveltyofthismethodisthatthenumberofrequiredsensorsisdrasticallyreducedincomparisonwithcurrentstandardtechniques,andonlyanaxiallineofmicrophonesandonecircularsensorringarerequired.Thissuperiorityismoreobviousinmeasurementofductedbroadbandnoiseatmediumandhighfrequencies.Anumericalinvestigationontheaccuracyandvalidityofthismethodispresented,includingvalidatingtheaccuracyexperimentallyforthefirsttime.Thesyntheticsoundfieldsinthenumericalstudyaregeneratedbyseveralringsofuncorrelatedmonopolesources.Numericalresultsshowthatthecharacteristicsofmodecoherencecoefficientsarestronglydependentonthenumberofmonopolesourcesandalsothecompactnessofsourcedistribution.Themethodisshowntobeabletopredicttheincidentbroadbandsoundpowerwithdeviationlessthan3dBwhenmodewavesarealmostmutuallyuncorrelated.Thefanductedsoundpowercalculatedbythismethodisexcellentlyconsistentwiththatofcurrentstandardtechniques.Thedeviationislessthan1dBinthedeterminationofincidentsoundwaves,andincreasesto3dBinthereflecteddirection.

mode;array;broadbandnoise;fan;turbomachinery

2017-04-14；

2017-05-19；

2017-05-31；Publishedonline2017-06-091006

URL：http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20171203.html

s：NationalNaturalScienceFoundationofChina(51476134);InternationalCooperationProjectonAviationScience(688971)

.E-mailqiaowy@nwpu.edu.cn

http://hkxb.buaa.edu.cnhkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2017.121324

2017-04-14；退修日期2017-05-19；錄用日期2017-05-31；網絡出版時間2017-06-091006

http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20171203.html

國家自然科學基金(51476134)；中國-歐盟航空科技國際合作項目(688971)

.E-mailqiaowy@nwpu.edu.cn

許坤波，喬渭陽，常心悅，等．基于組合傳聲器陣列方法的風扇寬頻噪聲J． 航空學報,2017,38(12):121324.XUKB,QIAOWY,CHANGXY,etal.FanbroadbandnoisebasedoncombinedsensorarraymethodJ.ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2017,38(12):121324.

V231.3

A

1000-6893(2017)12-121324-15

王嬌)